趙君，李曉華，王玉麟，羅一杰，孟祥宇

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641)

0 引 言

基于電網(wǎng)電壓換相的高壓直流輸電系統(tǒng)(line-commutated-converter high voltage direct current，LCC-HVDC)在遠(yuǎn)距離、大容量輸電中廣泛應(yīng)用，但由于晶閘管無自關(guān)斷能力，LCC-HVDC存在換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)[1]。連續(xù)換相失敗可能導(dǎo)致直流閉鎖，嚴(yán)重威脅交直流系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行[2]。因此，對發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評估具有重要意義。

現(xiàn)有文獻(xiàn)評估連續(xù)換相失敗風(fēng)險(xiǎn)的指標(biāo)主要為交流系統(tǒng)的特征量，比如換相電壓的幅值跌落、相位偏移和諧波等因素。文獻(xiàn)[3]給出了單相故障和三相故障時(shí)引起換相失敗的電壓幅值跌落的臨界值。文獻(xiàn)[4]研究了相位偏移對換相過程的影響。文獻(xiàn)[5]提出了諧波影響系數(shù)以評估不同次數(shù)諧波引起換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。目前換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估方法多是從交流系統(tǒng)的角度提出，鮮有從直流控制的角度研究連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估。鑒于此，本文從直流控制的角度考慮，提出利用最大換相電流進(jìn)行連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估，這對于連續(xù)換相失敗的抑制措施研究也同樣具有指導(dǎo)意義。

本文首先提出將最大換相電流作為換相失敗的判據(jù)，計(jì)算出不對稱故障時(shí)各個閥對應(yīng)的最大換相電流特性曲面；然后通過與VDCOL特性曲面的比較來評估連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)；最后，基于CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)模型的仿真驗(yàn)證文中所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估的正確性。

1 不對稱故障對連續(xù)換相失敗的影響

1.1 連續(xù)換相失敗和最大換相電流判據(jù)

LCC-HVDC采用晶閘管作為換流閥，晶閘管恢復(fù)關(guān)斷能力所需的最小關(guān)斷角γmin為7.2°,當(dāng)關(guān)斷角γ<γmin時(shí)，將引起換相失敗[6]。關(guān)斷角的表達(dá)式為：

(1)

式中：Xc為等效換相電抗；Id為直流電流；UL為換相電壓；α為觸發(fā)延遲角。由于關(guān)斷角不能直接控制，也不便于反映換相的動態(tài)過程，根據(jù)式(1)定義最大換相電流為：

(2)

將Idmax作為換相失敗的判據(jù)，通過Idmax和Id的比較，就能判斷某次換相過程能否成功。當(dāng)Id>Idmax時(shí)，換相時(shí)間變長，導(dǎo)致關(guān)斷角減小;當(dāng)γ<γmin就會引發(fā)換相失敗。交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，若直流控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)不當(dāng)，造成多次Id>Idmax，進(jìn)而導(dǎo)致多次γ<γmin，就會引發(fā)連續(xù)換相失敗。

1.2 最大換相電流的計(jì)算

圖1 電壓負(fù)序分量對換相電壓的影響

逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障后，負(fù)序分量導(dǎo)致?lián)Q相電壓不再對稱,更容易引發(fā)連續(xù)換相失敗,而且各換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)不一致。換相電壓如圖1所示。圖1中：虛線為考慮了負(fù)序分量后的換相電壓;下標(biāo)1為換相電壓正序分量；下標(biāo)2為換相電壓負(fù)序分量。負(fù)序分量將導(dǎo)致?lián)Q相電壓相位偏移，其中ΔΨac為換相電壓uac的相位偏移量。

不對稱故障導(dǎo)致?lián)Q相電壓不再對稱時(shí)，根據(jù)式(2)定義最大換相電流為：

(3)

本文將Y橋a相向b相換相對應(yīng)的最大換相電流記為IdmaxYab,對應(yīng)的換流閥換相過程為Y橋閥4向閥6換相；將Y橋b相向a相換相對應(yīng)的最大換相電流記為IdmaxYba，對應(yīng)的換流閥換相過程為Y橋閥1向閥3換相。同理可得Y橋和D橋其他換流閥對應(yīng)的最大換相電流。由圖1可知，換相電壓uab和uba的幅值和相位偏移量相同，則IdmaxYba=IdmaxYab，因此文章將IdmaxYab對應(yīng)Y橋閥4向閥6、閥1向閥3的換相過程，12脈動換流閥只需要計(jì)算6個最大換相電流即可。

(4)

式中：Uf1、Uf2分別為電網(wǎng)電壓正序、負(fù)序分量；φ21為電壓負(fù)序分量和正序分量的相位差。根據(jù)序分量合成，同理可計(jì)算其他換相電壓的幅值和相位偏移[8]。在系統(tǒng)參數(shù)確定的情況下，序分量主要與故障類型和過渡阻抗Zf有關(guān)[9]。

Uf1=y1(Zf)，Uf2=y2(Zf)，φ21=y3(Zf)

(5)

式中：Zf為過渡阻抗。將式(4)、式(5)代入式(3)可以得到IdmaxYab，同理，可以計(jì)算出其他閥對應(yīng)的最大換相電流，最后結(jié)果簡化為：

Idmax=f(Zf,α)

(6)

2 連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估方法

2.1 VDCOL特性曲面

VDCOL根據(jù)電壓幅值調(diào)節(jié)直流電流指令，能在一定程度上減小換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。典型的VDCOL特性方程為：

(7)

式中：IdVDCOL為VDCOL電流指令；Udc為直流電壓。

Idmax表征了系統(tǒng)的極限換相能力，而IdVDCOL表征了控制系統(tǒng)所感知的換相能力。當(dāng)IdVDCOL超過Idmax時(shí)，將導(dǎo)致實(shí)際直流電流偏大，無法保證關(guān)斷角裕度，導(dǎo)致連續(xù)換相失敗。將IdVDCOL和Idmax進(jìn)行對比，就可以評估各個換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。但是，VDCOL特性曲線僅反映了電流指令隨直流電壓變化的規(guī)律，并不便于和Idmax進(jìn)行比較，因此，需要將現(xiàn)有的VDCOL特性曲線轉(zhuǎn)化為VDCOL特性曲面，以便進(jìn)行比較。

不對稱故障后，首次換相失敗恢復(fù)期間的直流電壓為：

(8)

IdVDCOL=g(Zf,α)

(9)

圖2 VDCOL特性曲面

圖3 最大換相電流特性曲面

根據(jù)式(9)可計(jì)算出單相故障時(shí)過渡阻抗為純電感時(shí)的VDCOL特性曲面，如圖2所示。同理也可以計(jì)算出不同故障類型和過渡阻抗時(shí)的VDCOL特性曲面。

2.2 連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估機(jī)理

在首次換相失敗后的故障恢復(fù)期間，在控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)的過程中，隨著α增大，直流電壓逐漸增大，IdVDCOL逐漸增大，則Id隨之增大，但是Idmax逐漸減小。負(fù)序分量造成換相電壓相位超前且幅值跌落，導(dǎo)致Idmax進(jìn)一步減小，當(dāng)IdVDCOL>Idmax時(shí)引起控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)不當(dāng),隨著α的增大，將導(dǎo)致Id大于Idmax而發(fā)生連續(xù)換相失敗。

為評估連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，根據(jù)式(6)計(jì)算出各個換相電壓對應(yīng)的最大換相電流曲面，并與式(9)計(jì)算出的VDCOL特性曲面進(jìn)行對比，圖3(a)是A相故障且過渡阻抗為純電感時(shí)計(jì)算出的最大換相電流特性曲面，圖3(b)是A相故障且過渡阻抗為純電阻時(shí)計(jì)算出的最大換相電流特性曲面。

由圖3(a)可以看到，A相故障且過渡阻抗為純電感時(shí)，在調(diào)節(jié)的過程中，隨著α的增大，IdmaxYab最先小于IdVDCOL，因此最易發(fā)生連續(xù)換相失敗的環(huán)節(jié)為最大換相電流IdmaxYab所對應(yīng)的換相過程：Y橋閥1向閥3換相、閥4向閥6換相。同理，由圖3(b)可以看出，A相故障且過渡阻抗為純電阻時(shí)，隨著α的增大，IdmaxDbc最先小于IdVDCOL，因此最易發(fā)生連續(xù)換相失敗的環(huán)節(jié)為最大換相電流IdmaxDbc對應(yīng)的換相過程：D橋閥3向閥5換相、閥6向閥2換相。

3 仿真分析

本文基于PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件，以CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)模型為算例驗(yàn)證所提連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估方法的正確性。

3.1 最大換相電流判據(jù)的合理性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提最大換相電流作為換相失敗判據(jù)的合理性，1.0 s時(shí)在逆變側(cè)交流系統(tǒng)設(shè)置過渡電感Lf為0.8 H、持續(xù)時(shí)間為0.4 s的AB兩相接地故障(AB-G)，仿真波形如圖4所示。圖4中：Idmax取自12脈動換流閥的最大換相電流的最小值，可根據(jù)式(3)求得；i21～i26為D橋閥1～閥6的閥電流。

圖4 AB-G故障過渡電感為0.8 H時(shí)的仿真波形

由圖4可知，首次換相失敗后的故障恢復(fù)階段，在控制系統(tǒng)的調(diào)節(jié)下觸發(fā)角逐漸增大，IdVDCOL逐漸增大，Id隨之增大，而Idmax逐漸減小，直流輸電系統(tǒng)面臨連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。1.157 s時(shí)D橋閥6向閥2換相,對應(yīng)的Idmax=1.082 p.u.，而此時(shí)Id=1.083 p.u.,Id大于Idmax導(dǎo)致?lián)Q相時(shí)間偏長，閥6無法正常關(guān)斷，隨后1.158 s時(shí)閥6重新導(dǎo)通，導(dǎo)致D橋閥6向閥2換相失敗?？梢姡瑢dmax作為換相失敗判據(jù)，然后通過Idmax和Id的比較，能夠靈敏和準(zhǔn)確地反映換相失敗發(fā)生的情況。

3.2 連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗風(fēng)險(xiǎn)評估的效果，1.0 s時(shí)在逆變側(cè)交流系統(tǒng)分別設(shè)置過渡電感為0.55 H、過渡電阻為100 Ω的A相故障，故障持續(xù)時(shí)間為0.4 s，閥電流波形如圖5所示。圖5中：i11～i16分別為Y橋閥1～閥6的閥電流；i21～i26分別為D橋閥1～閥6的閥電流。

圖5 A相故障時(shí)閥電流波形

由圖5(a)可知：過渡阻抗為純電感的A相故障持續(xù)期間，首次換相失敗后Y橋換流閥于1.157 s最先發(fā)生連續(xù)換相失敗，且Y橋換相失敗發(fā)生在閥1向閥3換相的環(huán)節(jié)，因?yàn)槠鋵?yīng)的最大換相電流IdmaxYab最小，直流電流偏大時(shí)最先超過該電流，導(dǎo)致連續(xù)換相失敗，這符合圖3(a)的理論計(jì)算結(jié)果。

由圖5(b)可知：過渡阻抗為純電阻的A相故障持續(xù)期間，首次換相失敗后D橋換流閥于1.136 s最先發(fā)生連續(xù)換相失敗，且D橋換相失敗發(fā)生在閥6向閥2換相的環(huán)節(jié)，因?yàn)槠鋵?yīng)的最大換相電流IdmaxDbc最小，直流電流偏大時(shí)最先超過該電流，導(dǎo)致連續(xù)換相失敗，這與圖3(b)的仿真計(jì)算結(jié)果一致。

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提評估方法的有效性，以A相故障為例，在首次換相失敗后換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的情況如表1和表2所示。表1和表2的數(shù)據(jù)表明，本文所提出的最大換相電流的評估方法，可以有效評估不對稱故障時(shí)各個閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。

對于其他類型的不對稱故障，在獲取了Uf1、Uf2以及φ21等特征量后，根據(jù)式(3)、式(4)就可以求解各個閥對應(yīng)的最大換相電流，根據(jù)式(7)、式(8)求解IdVDCOL，然后通過IdVDCOL和Idmax的對比來評估發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。

表1 過渡阻抗為電感時(shí)連續(xù)換相失敗情況統(tǒng)計(jì)表

表2 過渡阻抗為電阻時(shí)連續(xù)換相失敗情況統(tǒng)計(jì)表

4 結(jié)束語

針對不對稱故障造成連續(xù)換相失敗的問題，本文從直流控制的角度出發(fā)，將最大換相電流作為換相失敗判據(jù)，并提出不同換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)評估方法。通過理論分析和大量仿真驗(yàn)證，得到以下結(jié)論。

(1) 將最大換相電流作為換相失敗判據(jù)，能夠準(zhǔn)確和靈敏地反映換相失敗的情況。

(2) 通過對比最大換相電流和VDCOL電流指令,能夠有效評估不同換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。當(dāng)某個換相過程所對應(yīng)的最大換相電流小于VDCOL電流指令時(shí)，說明該換相過程抵御換相失敗的能力最弱，最容易發(fā)生連續(xù)換相失敗。

限制直流電流能夠有效避免換相失敗，在今后，可將本文所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗的抑制措施研究。